鎂合金薄板在高溫下的硬化性能及其力學性能及其在失效分析中的應用：失效分析

摘要：根據100°C下測得的簡單拉伸試驗數據，對AZ31B鎂合金薄板（厚度為0.5mm）的力學性能進行了各向異性，隨溫度變化的硬化（包括其變質）和應變率敏感性的表征，第一部分中分別為150°C，200°C和250°C。對于各向異性，沿三個（滾動，橫向和中間）方向進行了簡單的拉伸試驗，以校準Hill1948的屈服函數。對于與溫度有關的硬化，基于反向標定方法，在數值上表征了超過均勻伸長極限的硬化及其變質（或軟化）行為，其中還考慮了應變速率敏感性。對于表征過程中涉及的所有簡單拉伸測試，通過應變局部化確定了機械性能，可以正確預測失效。最終，在作為NUMISHEET2011會議的基準問題而開發的十字形杯形拉拔試驗中，第一部分中描述的機械性能最終應用于第二部分中，通過應變局部化來分析失效[1]。結果表明，具有硬化劣化的機械性能可以正確地預測失效，而沒有劣化（按照常規慣例獲得）的硬化則不能正確預測失效，這證實了在拉伸性能表征中包括硬化劣化的重要性，特別是通過應變局部化來預測成型失效。

關鍵詞：鎂AZ31B合金薄板。硬化變質（軟化）。反校準。熱成型。十字形杯子拉伸試驗

介紹

由于鎂板的輕質性將提高燃油效率，因此人們為在汽車工業中利用鎂板做出了巨大的努力。然而，它們在室溫下的可成形性差是其全面應用的主要障礙?？朔V合金薄板成型性差的最普遍做法是在高溫下成型產品，因為隨著附加滑移面的激活，其成型性顯著提高[2]：鎂合金薄板的熱成型（溫度成型）。在較早的工作中，已針對等溫條件下的深沖實驗對諸如沖頭速度和成型溫度之類的工藝參數進行了實驗優化[2-4]。后來，考慮到部分加熱的毛坯夾和沖頭以改善成形性能，實驗過程的優化已擴展到非等溫條件下的深沖試驗。最近，為了提高工藝優化程序的效率，已將基于有限元方法的計算方法與實測成形極限圖（FLD）結合使用，用于各種形狀的拉伸試驗，例如圓形[6]，正方形[7]，8]和十字形[9]杯子。作為FLD的替代方案，還利用了Cockcroft-Latham[10]，Brozzo[11]，Ayada[12]和Oyane[13]提出的經驗斷裂準則[14]。

在平面應力條件下的典型的薄金屬板成型過程中，無論是否存在嚴重的應變局部化，薄板成型都會失敗。對于應變局部化的情況，用成形極限圖來衡量薄板突然出現嚴重應變局部化的傾向性來代替斷裂標準，而對于沒有應變局部化的情況，則需要采用斷裂標準來評估成形失敗。作為動量原理和本構律[15，16]的數學結果（邊界值問題），嚴重的應變局部化高度依賴于兩個機械特性：硬化和應變率敏感性，這將應變局部化程度降低值變大。然而，當受到薄型變形時，由于微空隙的發展，通常在均勻的伸長極限之后發生片材的硬化劣化（軟化）。在升高的溫度下，軟化變得更加嚴重，與動態恢復和動態重結晶有關的附加貢獻[17、18、19]，促進了應變局部化，而應變率敏感性顯著增強，從而降低了應變局部化。因此，這兩個主要特性在高溫下彼此相對作用，以實現應變局部化。

在這項工作中，在第一部分中表征了厚度為0.5mm的AZ31B鎂合金薄板的機械性能（包括這兩個主要性能），而在第二部分中應用了這些性能以分析應變局部化的破壞。在十字形杯形圖上進行的拉伸測試已成為NUMISHEET2011會議的基準問題[1]。為了預測應變局部化的破壞，在數值模擬中直接評估了應變局部化，而不參考（測量的）成形極限圖。為了評估軟化行為的影響，在有/沒有軟化行為的情況下進行了仿真。

屬性表征

在該工作中考慮的薄板是厚度為0.5mm的AZ31B鎂合金薄板（由HITACHI生產）。根據分別在100°C，150°C，200°C和250°C下測得的簡單拉伸試驗數據，對機械性能的各向異性，隨溫度變化的硬化（包括其劣化）和應變速率敏感性進行了表征。我（提到的細節）。對于各向異性，沿三個（滾動，橫向和中間）方向進行了簡單的拉伸試驗，以校準Hill1948的屈服函數。表1列出了楊氏模量（E），屈服應力（YS）和R值隨溫度變化的各向異性力學性能（假設恒定泊松比為0.33），而隨溫度變化（但應變率不敏感）的各向異性表2列出了Hill1948收益函數的系數。

至于與溫度有關的硬化行為和應變率敏感性，沿軋制方向進行了簡單的拉伸試驗，將其視為參考狀態，并采用四種不同的拉伸速度（每種拉伸速度溫度;因此，總共進行了16個不同的測試）：8毫米/秒，0.8毫米/秒，0.08毫米/秒，0.008毫米/秒，分別對應于0.16/秒，0.016/秒，0.0016/秒，0.00016/s?？紤]到標距為50mm的工程應變率對于每個不同的測試用例，重復進行三個測試，結果顯示出良好的重復性。如圖1所示，在第一部分中，采用了逆數值校準方法來分別表征四個溫度和四個應變速率下的硬化曲線（這些曲線以表格形式應用于ABAQUS商業代碼[20]）。

表1各向異性力學性能

 

故障分析

十字形杯子拉伸試驗

對于利用基于第一部分中的反演方法表征的材料特性進行的失效分析，進行了針對NUMISHEET2011基準[1]開發的十字形杯狀拉拔試驗。工具的示意圖如圖2所示，而工具的具體尺寸和初始毛坯（八邊形）如圖3所示。該墊用于使杯子的底部保持平坦，并且所有工具部件由硬化工具鋼SKD11制成。與毛坯接觸的所有表面均為

表2Hill1948的各向異性系數 

 

圖1（a）100°C，（b）150°C，（c）200°C，（d）250°C時帶（黑線）/不帶（紅線）軟化的硬化曲線比較

 

研磨至表面粗糙度（Ra）水平小于5μm。在成型過程開始時，毛坯與所有工具接觸：其下表面與沖頭和毛坯保持器接觸，其上表面與墊板（反沖）和模具接觸。使用安裝在工具內部的加熱和冷卻通道，在整個測試過程中工具的溫度保持恒定（由圖4所示的安裝在工具上的熱電偶確認）。認為工具的兩個溫度條件列于表3中：墊和沖頭的溫度為100°C（條件I）和150°C（條件II），模具和毛坯支架的溫度條件為250°C。在毛坯中達到溫度分布后通過將坯料放置在工具上2000秒鐘（加熱1600秒鐘并保持此后的保持時間）而沒有任何工具移動的穩定狀態（通過數值模擬證實），沖頭以0.15毫米/秒的速度向上移動18毫米。幾乎是靜態的。為了潤滑，在工具和毛坯之間使用了BarriertaL55/2（高溫潤滑脂）。如圖5所示，當模具靜止時，毛坯保持力和墊力設置為線性增加。如圖6所示，當沖頭移動12.5mm時，在條件I下成功完成了杯成形，但在條件II下由于壁上的應變局部化而使成形失敗。

圖2十字形杯子拉伸測試的示意圖（對稱性的四分之一）

 

圖3（a）沖頭和墊片（b）模具和毛坯支架以及（c）初始毛坯的特定尺寸（單位：mm） 

圖4十字形杯子拉拔試驗的布置

十字形杯子繪圖模擬

有限元模擬包括兩個階段。在第一階段，使用ABAQUS/標準代碼[20]進行傳熱分析以達到坯料的穩態溫度，然后在第二階段使用ABAQUS/Explicit代碼進行熱機械成形模擬[20]?？紤]對稱性，兩個階段僅模擬了空白的四分之一。

表3溫度條件

  

圖5毛坯保持力和墊力

對于第一階段，采用具有七個集成點的四節點傳熱四邊形殼單元（DS4），具有不同的網格尺寸（最小網格尺寸為0.3mmx0.3mm，以覆蓋與角點接觸的區域）。如圖7所示。在確認數量進一步增加后不影響結果的情況下，確定了七個積分點。至于熱性能，溫度無關值是從文獻[21]中獲得，如表4所示。對于熱邊界條件，利用了與間隙有關的傳熱系數[22]：0.0?4500W/（m2?！鉉），并且線性插值法（工具與坯料之間）的間隙為0.1?0.0mm。工具的溫度保持恒定，如表3所示。在此，未考慮空氣與毛坯之間的熱對流，因為毛坯大部分被工具覆蓋，如圖2所示。數值模擬證實獲得了穩態工具達到表3中所列的目標溫度后，分別在條件I和II的118s和109s后的坯料上。

 

圖6（a）條件I和（b）條件II的十字形杯子拉伸試驗的實驗結果

 

圖7毛坯的初始網格

對于第二階段仿真，利用在第一階段獲得的穩態溫度分布作為初始坯料溫度，利用具有降低的積分（S4RT）和七個積分點的四節點熱耦合殼單元。毛坯的網格分布和熱性能以及熱邊界條件在第一階段和第二階段均相同，而所有工具均假定為剛體。使用自動質量縮放技術選項控制穩定的時間增量。非彈性熱分數（塑性功的分數）

表4熱性能[22，21]

 

 

圖8沖頭18mm時條件I的仿真結果（a）有軟化的硬化數據和（b）沒有軟化的硬化數據

耗散轉化為熱量）假定為0.9。至于機械性能，則使用了基于Hill1948屈服函數（用于殼單元）的溫度相關的彈塑性各向同性硬化模型。為了進行比較，使用了圖1中所示的兩個硬化數據（以表格形式表示）：基于逆方法表征的硬化（具有軟化），以及基于均勻拉伸率在均勻伸長極限內獲得的另一個（未經軟化）。常見的做法。關于摩擦系數，這里考慮到在高溫下成形時摩擦系數可能會增加，而不是通常在室溫下進行鈑金成形時的潤滑情況下使用的值0.1，而是取值為0.2。文獻[23，24]中報道的鎂合金薄板成形工藝，也因為該值導致了良好的沖壓力預測，如圖9所示。

對于條件I和II，模擬結果分別繪制在圖8，圖10和圖11中，其中考慮了帶有/不帶有軟化的硬化數據（此處所有圖均為中表面的結果）。對于條件I的情況，兩個硬化數據均導致成功的杯成形（沒有任何元素的局部伸長），與實驗一致（如圖6a所示）。使用這兩種數據模擬的沖壓力也與條件I的實驗非常吻合，如圖9所示。對于條件II的情況，基于帶有軟化的硬化數據的結果表明，應變局部化是失敗的（證實為嚴重拉長）網格（如圖6b所示），而沒有軟化的數據無法預測應變局部化，從而驗證了基于逆方法獲得的數據。

對于條件II，使用第一部分第3.2節中的相同方法估算了具有嚴重應變局部化的破壞的開始。關鍵元素被確定為位于壁上，并且其十個相鄰元素沿沖頭移動方向排列（大約如圖11a）所示，選擇模擬的1.5毫米網格大?。ㄈ绻麑嶒炌瓿桑?。如圖12所示，跟蹤了關鍵元素的有效應變及其相鄰元素的平均有效應變的發展情況。結果表明，當沖頭行程為時，隨著軟化的數據，出現了發生嚴重應變局部化的破壞。11.7毫米（當平均應變為0.43時，臨界應變為1.51，它們的增量之比為30.0）。在實驗中，失敗發生在沖頭行程為12.5mm之前（如圖6所示，在剛開始的確切時刻停止試驗機是不可行的），這與模擬結果相當吻合。如圖6所示，在壁上模擬的起爆點與實驗結果吻合良好。對于沒有軟化的數據，應變本地化直到沖程達到15mm時才發生（平均應變為0.57時，臨界應變為如圖12所示，它們的比率為0.82，它們的增量之比為1.43）。

 

圖9測得和計算出的沖模力（條件I）

圖10沖頭15mm時條件II的仿真結果（a）有軟化的硬化數據和（b）沒有軟化的硬化數據

 

圖11對于（a）帶有軟化的硬化數據和（b）不帶軟化的硬化數據的條件II在11.7mm沖模沖床上的模擬結果

 

 

 

圖12關鍵和相鄰單元的有效應變及其增量之比

最后，請注意，所有四種情況的模擬結果均表明，壓縮變形模式（帶有增厚）主要發生在成型期間溫度高于200°C的法蘭區域（毛坯支座和模具的溫度為250°C）），這可以忽略不對稱的壓縮硬化行為（與孿生引起的塑性變形有關），這主要是在150°C以下觀察到的。

總結

根據測得的簡單拉伸試驗數據，可以得出厚度為0.5mm的AZ31BMg合金薄合金板的力學性能，其溫度依賴性硬化（和軟化）和應變速率敏感性在UTS點以外進行了數字表征，以利用第I部分中的反校準方法。利用第I部分中表征的力學性能，分析了應變局部化導致的十字形杯拉拔試驗的破壞。在兩種工具溫度條件下NUMISHEET2011會議的基準問題。為了評估軟化行為的影響，在有/沒有軟化行為的情況下進行了仿真，當正確考慮了軟化時，故障預測是準確的，從而確認了其重要性。關于應變局部失效的判據，成功地采用了直接在數值模擬中評估應變局部而無需參考（實測）成形極限圖的方法。此方法適用于典型的板材成型，在該板材中，應變位于薄化模式的整個范圍內（包括單軸，平面應變和平衡雙軸拉伸模式）。該方法對于此處的熱成型情況特別有用，因為該方法不需要對溫度較高的FLD測試數據進行實驗測量，這是一項挑戰，而且通常不可靠，涉及昂貴的工具設置。

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